Mechanical analysis of floor deformation and floor heave control technology for gob-side entry retaining in medium thick coal seam with shallow cover depth
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摘要:
沿空留巷技术对提高煤炭采出率、改善巷道应力环境及保障矿井安全、高效有重要意义。为了解决浅埋煤层沿空留巷底鼓变形的问题，以乌兰木伦煤矿12407和12408综采工作面为工程背景，基于顶板载荷条带分割法引入等效载荷概念，建立沿空留巷底板等效载荷分布模型，进行沿空留巷底板力学分析并计算出巷道底板的最大底鼓量，采用FLAC3D数值计算方法分析沿空留巷底鼓变形主控因素，数值模拟结果显示：巷旁充填体与隔离煤柱的强度差异性导致巷道底板非对称变形，同时在超前高应力和高强度支护的复合作用下，底板成为围岩承载系统中的薄弱环节最终发生破坏，基于上述理论分析、数值模拟及现场工程实践提出浅埋煤层沿空留巷底鼓控制技术。结果表明：沿空留巷严重底鼓主要是由于工作面推进后超前段煤帮塑性区煤体和巷旁支护体处于高应力作用下，致使底板岩层发生高应力剪切破坏和拉伸破坏；通过优化支护方案，防止工作面推进后顶板无法及时垮落造成悬顶，可有效减小留巷底鼓变形，并提出了巷旁充填体迎山角浇筑设计，优化巷旁充填体参数与底板岩层强度匹配等沿空留巷底鼓防治措施，从减小高应力区应力集中、缓解巷道底板卸压变形和提高底板岩层强度3方面控制沿空留巷底鼓量。现场工程实践表明，上述方法对沿空留巷底鼓作用有良好改善，保障了沿空留巷安全，实现矿山无煤柱的安全经济开采。
Abstract:Gob-side entry retaining technology is of great significance to improve coal recovery rate, improve roadway stress environment and ensure mine safety and efficiency. In order to solve the problem of floor heave deformation of gob-side entry retaining in shallow coal seam, based on the engineering background of 12407 and 12408 fully mechanized mining face in Wulanmulun Coal Mine, the concept of equivalent load is introduced based on the roof load strip segmentation method, and the equivalent load distribution model of gob-side entry retaining floor is established. The mechanical analysis of gob-side entry retaining floor is carried out and the maximum floor heave of roadway floor is calculated. FLAC3D numerical calculation method is used to analyze the main control factors of floor heave deformation of gob-side entry retaining. The numerical simulation results show that the strength difference between roadside filling body and isolated coal pillar leads to asymmetric deformation of roadway floor, and under the combined action of advanced high stress and high strength support. The floor becomes the weak link in the bearing system of surrounding rock and finally fails. Based on the above theoretical analysis, numerical simulation and field engineering practice, the floor heave control technology of gob-side entry retaining in shallow coal seam is proposed. The conclusions indicate that the serious floor heave of gob-side entry retaining is mainly due to the high stress shear failure and tensile failure of the floor strata caused by the high stress of the coal body in the plastic zone of the advance section and the roadside support body after the working face advancing. By optimizing the support scheme, the roof can be prevented from falling in time after the working face is advanced, which can effectively reduce the deformation of the floor heave of the retaining roadway. The design of the filling body at the mountain corner is proposed, and the matching of the filling body parameters and the strength of the floor rock layer is optimized. The prevention and control measures of the floor heave of the gob-side entry retaining are to control the floor heave of the gob-side entry retaining from three aspects : reducing the stress concentration in the high stress area, alleviating the pressure relief deformation of the roadway floor and improving the strength of the floor rock layer. The field engineering practice shows that the above method has a good improvement on the floor heave effect of the gob-side entry retaining, ensures the safety of the gob-side entry retaining, and realizes the safe and economic mining of the mine without coal pillar.
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0. 引 言
由于煤层的成煤环境以及受地质构造等因素的影响，不同区域的煤层透气性系数以及煤体的强度也有很大差异[1]，坚硬煤层瓦斯治理效果的好坏与透气性系数有着密切的联系[2-3]，对煤矿安全的生产也带来了一定程度的困扰。随着我国煤层开采深度逐年递增，地应力的增大使煤层透气性变得很低，尤其是对于一些坚硬煤层，常规的水力化的方法作用效果甚微，使煤层瓦斯的治理难度也随之增大[4-6]。目前国内外常用的主要增透方式有：松动爆破增透法[7]、钻孔爆破增透法[8]、水封爆破增透法[9]、气体压裂爆破增透法[10-11]、开采保护层增透法[12]，这些技术的使用都产生了一定效果，但也存在一些问题，如开采保护层，但部分矿区不具备保护层开采条件；气体压裂爆破增透操作工序复杂，危险性较高，水力压裂增透的压裂液的滤失量容易高于泵排量导致效果不理想。为此，对坚硬低透气性煤层的瓦斯治理技术就需要进一步的优化和完善。
唐永志[13]在中硬低透气性煤层中应用超高水压水力割缝技术，结果表明该技术和常规的水力冲孔技术相比效果更好；秦江涛[14]分别对水力压裂、水力冲孔、普通抽采及高压水力压裂‒冲孔联合技术进行现场应用并对比分析，表明高压水力压裂‒冲孔联合增透技术有着很好的效果；王海峰[15]研发了在松软煤层增透的液压芯杆机械造穴装备并用于现场实践，低压排渣具有防塌孔优势，瓦斯抽采效率提高；苏现波[16]分析了针对硬煤使用水力压裂可以增大其透气性，但泵排量难以超过煤层滤失速率，仅起到了煤层注水的效果，而对于水力冲孔则在软煤中使用；徐雪战[17]分析高压水力压裂坚硬煤层后出现压裂裂缝闭合现象及水力割缝需要频繁退钻等工序影响施工效率等问题，提出将超高水压水力割缝技术与水力压裂联合增透技术应用于现场，表明此技术能够明显改善煤层透气性，提高抽采效果；陈占金[18]在坚硬煤层中应用超高水压水力割缝技术，结果表明：割缝后抽采量和抽采半径都有不同程度的提高；余永强等[19]在现场利用控制预裂技术，增加煤层透气性，增透效果很好；褚怀保[20]对爆破煤体的断裂准则进行分析，结果表明被增透煤层裂隙扩展并形成新的裂隙，进一步对煤层卸压。
上述学者的科学研究工作均取得了一定的成效，但针对低透气性坚硬煤层的联合增透技术涉及相对较少，而单一的增透技术较为常见，且“松动爆破‒机械造穴‒水力冲孔”联合增透技术目前在国内应用较少，针对焦作矿区煤层硬度较高，透气性较低，水力冲孔技术在焦作矿区使用已很成熟，且工人对此技术较为熟悉，为水力冲孔联合松动爆破及机械造穴技术的使用创造有利条件。基于此，笔者对“松动爆破+机械造穴+水力冲孔”联合增透技术工艺进行研究分析，通过ANSYS/LS-DYNA有限元分析软件对不同的钻孔间距下的裂隙扩展状态进行模拟，利用PFC2D数值模拟软件对不同造穴钻孔直径下的裂隙发育范围进行模拟，对刀具开闭程度与水压的关系进行了调试，对装药密度、装药结构与装药量等爆破参数进行了现场考察；最后在中马村矿3901（上）工作面进行了工业性试验，并通过对比孔与常规水力冲孔措施进行对比分析。
1. 联合增透技术工艺装备及关键技术参数研究
1.1 “松动爆破+机械造穴+水力冲孔”增透机理
对于坚硬煤层，常规的水力冲孔技术在冲孔及增透方面的效果不尽人意，为此，首先采用松动爆破技术，使煤体在一定程度上产生卸压增透的效果，爆破后钻孔周边会形成压碎圈及裂隙圈，压碎圈内的煤岩体相对比较破碎，而裂隙圈内的煤岩体由于卸压强度有一定程度下降，为机械造穴增透技术的进一步应用提供了有利条件。其次，通过前期实施精准控制爆破，将机械造穴钻杆装备推进至造穴钻孔内，在煤层段，调整机械造穴钻杆水压，打开造穴刀具开展造穴工作，利用机械造穴刀具的切割作用将孔洞扩大，煤体的有效爆破面积也显著增大，不仅充分释放了瓦斯，还促进了裂隙范围的扩展，为水力冲孔顺利将破碎煤体冲出孔外创造了良好的条件，“松动爆破+机械造穴+水力冲孔”增透示意图如图1所示。
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图 1 “松动爆破+机械造穴+水力冲孔”增透示意Figure 1. Antireflection schematic diagram of “loose blasting + mechanical cavitation + hydraulic punching”1.2 “松动爆破+机械造穴+水力冲孔”技术装备及工艺流程
1.2.1 松动爆破技术装备
松动爆破的主要装备包括炸药、雷管、专用封孔器等。炸药采用三级煤矿许用水胶炸药，雷管采用煤矿许用工业电雷管。封孔器采用FKSL‒135/16型矿用封孔器。
1.2.2 机械造穴技术装备
机械造穴装备需要满足不退钻实现钻进和造穴功能之间的自由转换，也就是装备需要具备“钻扩一体化”的功能，这是保障装备工作效率的关键因素。造穴装备选用山东祥德机电有限公司生产的XDJXSD508/B型展开式两翼机械水刀。
试验装置通过内部活塞的移动来实现前端出水与机械刀臂打开、喷头出水。低压水作用在活塞上，活塞不产生移位，水流通过该装置从钻头前端流出，冷却钻头和排渣。高压水作用在活塞上，活塞产生位移的同时，两侧刀臂打开，前端通道被密封，水流在装置内部形成高压，从射流喷头处喷射。打开的刀臂及喷射出的高压水流冲击煤体，水力与机械共同造穴。
1.2.3 工艺流程
“松动爆破+机械造穴+水力冲孔”联合卸压增透技术的实施流程如下：
1）松动爆破，破坏煤岩交界处的硬煤：
装药→连孔内脚线→第1次进行导通实验→将炸药送至孔内指定位置→第2次进行导通实验→安装封孔器（注水封孔）→孔内注水→第3次进行导通实验→连线爆破→炮后检查。
2）冲洗钻孔，利用静压水或者高压水清理钻孔内的杂质。
3）应用机械造穴装置，正常造穴扩孔：
①刀臂开合；②钻孔施工，松动爆破结束后，采用ø133 mm钻头带造穴装置开孔施工，使用静压水直接施工至设计终孔位置；③造穴施工，调整打钻水压至4～5 MPa，进行扩孔造穴。逐米冲孔至不再冲出碎煤和碎矸；④刀臂回收；⑤装置检查。
1.3 关键技术参数研究
1.3.1 合理爆破孔间距的数值分析研究
深孔预裂爆破是利用爆破能量，致使煤岩发生破裂，进而使煤岩内部生成裂纹的技术，爆破参数的选择能够对深孔预裂爆破效果产生很大影响。因此，笔者利用ANSYS/LS-DYNA有限元软件，结合现场试验数据，研究不耦合系数下孔间距对预裂爆破应力波传播与裂隙扩展的影响，对深孔爆破现场实践中爆破参数的选择有一定指导意义。
1）模型的建立
利用有限元分析软件ANSYS建立数值模型，取半对称结构进行模型建立，对称边界处施加对称边界条件，其余边界施加透射边界。通过*MAT_PLASTIC_KINEMATIC关键字定义煤岩体材料，并通过添加关键字*MAT_ADD_EROSION来定义煤体的抗压和拉伸破坏。煤岩的材料物理力学参数见表1。所建模型的类型、尺寸、孔间距见表2。
表 1 煤岩体材料物理力学参数Table 1. Physical and mechanical parameters of coal rock material密度/(g·cm‒3) 弹性模量/GPa 泊松比 抗拉强度/MPa 抗压强度/MPa 1.36 0.25 0.3 19.8 1.55 采用关键字*HIGH＿EXPLO SIVE＿BURE定义炸药材料，对爆炸力学系统的模拟计算，常采用JWL状态方程来描述高能炸药爆轰压力变化。炸药与JWL方程参数如下：炸药密度ρ=1 200 kg/m3，炸药爆速D=3 200 m/s，JWL状态方程的拟合参数A=214.1 GPa，B=0.19 GPa，R1=4.15，R2=0.95，ω=0.15，初始内能密度E0=4.26 GPa。
表 2 数值模型类型、尺寸、及孔间距Table 2. Numerical model type, size and hole spacing模型类型 项目 模型尺寸/(m×m) 孔间距/m 单孔爆破
双辅助孔类型模型3 10×10 3 模型4 10×10 4 模型5 10×10 5 2）不同孔间距对爆破参数的影响
对不同辅助孔与爆破孔孔间距（3、4、5 m）的爆破数值模型进行模拟，得到的爆破应力波传播及裂纹扩展状态如图2所示，失效单元数见表3。
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图 2 不同孔间距下的爆破应力波传播及裂纹扩展状态Figure 2. Blasting stress wave propagation and crack propagation state under different hole spacings表 3 不同孔距在不同爆后时间下失效单元数Table 3. Number of failure units with different hole spacings at different post-explosion time孔间距/m 2 ms 6 ms 10 ms 3 2 437 7 904 12 107 4 2 448 7 929 12 225 5 2 439 7 815 12 061 无辅助孔 2 430 7 706 11 895 从图2、表3可以得出以下信息，爆破初期应力波的传播以爆破孔为中心向四周岩体辅助孔进行传播，在辅助孔导向作用下会反射叠加原应力波形成拉伸波将爆破孔周边岩体进行拉伸破坏，在无辅助孔条件下，爆后失效单元数考察孔的模型煤体失效单元数量均高于无辅助孔模型，这表明辅助孔能有效增加预裂爆破增透效果。除此之外，孔间距为4 m时煤体失效单元数量最多即裂纹扩展最理想。因此在本工程背景下，爆破孔与辅助孔孔距为4 m时爆破增透效果最佳。
1.3.2 爆破技术参数工程应用考察分析
以3901（上）中间底抽巷提升巷作为试验地点，对线装药密度、装药结构与装药量等爆破参数进行了现场考察，该巷道累计松动爆破试验7次，第1、2次爆破采用单药卷沿钻孔方向药仓（ø40 mm）装药；第3次爆破6、8号孔采用大直径药仓（ø90 mm）4卷并排装药，10、12号孔为单药卷沿钻孔方向药仓（ø40 mm）装药；第4次以后采用（ø50 mm）抽采管改造药仓3卷并排装药；试验结果见表4。
表 4 钻孔爆破装药量和冲煤参数Table 4. Borehole blasting charge and coal washing parameters爆破次数 孔号 煤段长度/m 冲煤量/(t·m‒1) 装药密度/(kg·m‒3) 装药直径/mm 1 2-14-4 7.4 0.50 0.57 40 2-14-12 11.2 0.51 0.38 40 2 2-13-6 6.8 0.62 0.62 40 2-13-8 6.1 0.52 0.79 40 2-13-10 6.0 0.71 0.70 40 2-13-12 8.0 0.53 0.60 40 3 2-18-6 5.5 0.51 0.87 40 2-18-8 5.2 0.66 1.15 90 2-18-10 6.0 0.57 1.05 40 2-18-12 7.0 0.53 0.99 40 4 2-23-5 6.9 0.56 1.00 86 2-23-7 5.5 0.73 0.93 86 5 2-23-9 5.5 0.77 1.15 86 2-23-11 6.1 0.70 1.13 86 6 2-22-8 5.2 0.67 1.21 86 7 2-17-8 7.0 0.61 0.81 86 2-17-10 7.5 0.64 0.84 86 由表4中17个孔爆后冲煤量可知，采用单药卷装药时爆破效果最差，采用大直径药仓（ø90 mm）或者3卷并排装药时爆破效果提升较明显，冲煤量可达到0.6～0.7 t/m，可以满足矿井区域瓦斯治理工程中对于冲煤量的要求，故采用该种装药方式可满足工程需要，计算第5、6、7次爆破时的平均装药密度为1.01 kg/m，可作为爆破参数时的参考装药密度。
1.3.3 不同孔径下裂隙扩展数值分析研究
根据矿井的实际现场生产情况，选用PFC2D6.00对不同孔径和钻孔布置方式下裂隙的扩展发育规律进行分析研究，通过分析规律了解机械造穴的增透效果情况，并为合理的选取造穴参数提供依据。
1）模型建立
利用PFC2D6.00软件建立数值模型。该模拟点煤层埋深约400 m，垂直地应力为21 MPa，水平地应力32 MPa，当围压恒定时将单步增量设为0。则强度准则依Mohr-Coulomb准则，因煤层具有非均质特性，取不均匀介质的均质度m=2，认为钻孔受压后不影响煤层边界，则将受压边界设置为0。
2）不同钻孔布置形式的模拟分析
第1种情况：单一钻孔机械造穴后钻孔周边受力分析，以尺寸6 m×6 m的平面进行应变模型的建立，划分为600×600单元格。在围压一定的情况下，分别对造穴孔径为200、300、400和500 mm的钻孔进行对比，按照灰、红、绿、蓝的颜色顺序表示受力的强弱，发现造穴后，钻孔裂隙萌生。机械造穴对钻孔受力的影响对比如图3所示。
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图 3 单一机械造穴对不同孔径钻孔受力的影响Figure 3. Effect of single mechanical cavitation on stress of drill holes with different diameters第2种情况：2个钻孔机械造穴后钻孔周边受力分析，建立400×800单元格的二维平面应变模型，代表的煤层范围为4 m×8 m，2孔间距4 m。在围压一定的情况下，分别对造穴孔径为200、300、400和500 mm的钻孔进行对比，钻孔直径由200 mm增大到500 mm，根据钻孔内部造穴直径的不同，钻孔周围均出现不同的裂隙萌生。如图4所示：钻孔造穴直径为200 mm，由于2孔均进行气液驱动造穴，受力失稳叠加，钻孔周围裂隙开始沿主应力方向扩展。随着孔内洞穴直径增大，导致孔周边高应力区面积增大，钻孔主应力方向萌生较多新的裂隙。随着将孔内洞穴直径扩大至500 mm，2孔之间由于应力失稳而增加的微裂隙也不断增多连通，2钻孔受力相互作用，从而影响区域裂隙充分发育。
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图 4 2个机械造穴对不同孔径钻孔受力的影响Figure 4. Effect of two mechanical cavitations on stress of drill holes with different diameters第3种情况：多钻孔机械造穴后钻孔周边受力分析，具体再分为2种：
①中心孔单独造穴，周边孔不造穴。设置钻孔为5个，中心孔为单独造穴钻孔，周边4个孔为观察钻孔。设单元格为800×800，代表8 m×8 m的煤层范围。从图5中可知周边辅助孔对中心孔的裂隙扩展的诱导在造穴直径为500 mm时最明显，说明辅助孔对裂隙扩展的影响和地应力的影响很重要。
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图 5 中心孔单独造穴的钻孔受力Figure 5. Stress distribution in central boreholes induced byindividual cavitation②周边孔造穴，中心孔不造穴。以中心孔为观察钻孔，周边4个钻孔同步造穴。网格划分为800×800单元格，代表8 m×8 m的煤层范围，计算模型如图6所示。
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图 6 周边孔同步造穴的钻孔受力等值线Figure 6. Stress distribution contour in boreholes with synchronous peripheral cavitation造穴直径为300 mm时，钻孔周边出现尖端裂隙萌生，在造穴直径为400 mm时，即有1个钻孔与观察钻孔裂隙导通。造穴直径为500 mm，在造穴后钻孔受力互相叠加之下，4个钻孔完全与观察钻孔实现裂隙沟通。
1.3.4 造穴参数工程试验分析研究
在软煤中，受钻孔塌孔及造穴排渣量大等多因素影响，不宜使用造穴卸压增透，在煤质较为坚硬区域，造穴的刀臂难以打开，松动爆破为造穴刀臂的打开创造了条件，对其松动爆破后的刀臂打开与水压之间的关系做了现场试验，结果如下：
1) 水压3 MPa左右，造穴刀臂打开约20°。
2) 水压4 MPa左右，造穴刀臂打开约60°。
3) 水压6 MPa左右，造穴刀臂能够完全打开。
2. 联合增透技术工业性试验及效果分析
根据对关键技术参数确定后，通过“松动爆破+机械造穴+水力冲孔”联合增透技术进一步验证该技术适用性和该技术的有效性，在3901（上）运输底抽巷坚硬煤区域进行了广泛的工业试验，并考察了应用效果。
2.1 概 况
3901（上）工作面走向长673 m，斜长147.4～183.9 m，埋深343.5～424.5 m；煤层产状为走向47°～66°，倾向137°～156°，倾角平均12°；工作面所在煤层结构简单，根据地面钻孔及已回采工作面资料显示，该工作面煤层不存在夹矸分叉现象。该工作面煤层赋存较稳定，煤厚2.7～10 m，平均6.3 m，坚硬煤层的f值为1.4～2.2，工作面区域发育2条断层，分别为F39-1号（H=2.0 m∠60°）和F39-2号（H= 1.3 m∠30°）断层。工作面煤层最大原始瓦斯含量17.26 m3/t，瓦斯压力0.9 MPa，煤层透气性系数1.085 5 m2/(MPa2·d)。煤尘无爆炸危险性，煤层为Ⅲ类不易自燃煤层。
2.2 松动爆破钻孔窥视效果考察
为了对卸压爆破的效果进行考察，利用YTJ型岩层探测记录仪（钻孔窥视仪）对爆破效果进行考察。选取第7次爆破的2-17-8与2-17-10 2个孔进行钻孔窥视分析；由于现场因素影响，未进行连续窥视，部分窥视图如图7所示。由图7进行分析，爆破孔2-17-8煤段装药段（12～15 m），爆破前后进行对比分析，裂隙范围显著增大，该范围为爆破的破碎区。爆破孔2-17-10煤段装药段以外（15～20 m），钻孔孔壁裂隙数量和分布范围几乎没有增加，说明爆破影响较小。为造穴的顺利扩孔提供了可靠的参考。
2.3 冲孔效果考察
根据现场煤质情况及钻孔施工情况，在3901（上）运输底抽巷试验考察区域进行“松动爆破+机械造穴+水力冲孔”联合增透技术的效果考察，共计试验联合增透钻孔11个，同时选取第2、3段中与措施孔相邻、同角度的11个钻孔作为对比孔，钻孔冲孔效果图如图8所示。
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图 8 联合增透技术与常规水力冲孔技术效果对比Figure 8. Comparison of effect of combined anti-reflection technology and conventional hydraulic punching technology由不同试验孔实测冲孔效果图可知：
1）11个联合增透钻孔，所有孔煤段长度合计67.6 m，煤段平均长度6.15 m，冲孔煤量合计48.05 t，冲孔用时3 384 min。11个常规水力冲孔钻孔，所有孔煤段长度合计68.2 m，煤段平均长度6.20 m，冲孔煤量合计44.36 t，冲孔用时4 527 min。对比孔和试验孔钻孔参数相近。
2）考察孔中常规水力冲孔钻孔冲孔速度为0.76 t/h、冲孔效率为0.12 t/(h∙m)、冲孔煤量0.65 t/m。采用联合增透措施后冲孔速度为0.93 t/h，为常规措施的1.21倍；联合增透冲孔效率为0.15 t/(h∙m)，为常规措施的1.23倍；冲孔煤量0.71 t/m，为常规措施的1.09倍（按平均值统计）。
根据钻孔抽采浓度，绘制初始浓度、60 d平均浓度、120 d平均浓度柱状图如图9所示。
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图 9 联合增透技术与常规水力冲孔技术不同时间下抽采效果对比Figure 9. Comparison of extraction effects between combined anti-reflection technology and conventional hydraulic punching technology at different times从图9中可以得出以下结果：
1）联合增透措施钻孔平均初始浓度为71%，水力冲孔钻孔为59%，对于该浓度指标，前者大多数钻孔高于后者，提高20%。综合措施钻孔60 d平均浓度58%，水力冲孔钻孔51%，对于60 d平均浓度指标，前者大多数钻孔高于后者，提高14%。综合措施钻孔120 d平均浓度50%，水力冲孔钻孔43%，对于120 d平均浓度指标，前者大多数钻孔高于后者，提高16%。
2）从整体实施效果来看，综合措施钻孔在硬煤段爆破增透后，增加了钻孔裂隙，改善了局部煤层的透气性，使得单位煤体瓦斯解吸量增加。说明采用联合增透措施能有效提高钻孔的抽采效果。
3. 结 论
1）针对硬煤层实施“松动爆破+机械造穴+水力冲孔”措施，通过实施精准控制爆破，实现爆破区域有效破碎和致裂，为造穴装置的开启创造空间，有效解决了硬煤段造穴装置无法正常开启的难题，造穴后钻孔由于等效直径增大，进一步实施水力冲孔措施时冲煤效果也得以提高。
2）采用ANSYS/LS-DYNA数值模拟软件，模拟了不同耦合系数、不同孔间距的条件下钻孔的爆破效果，结果表明，爆破孔与辅助最佳间距为4 m，确定最佳装药结构为“改造药仓3卷并排装药”，该模式下合理装药密度为1.02 kg/m。
3）采用PFC2D6.00数值模拟软件，模拟了不同钻孔直径下的周围应力情况，确定合理的扩孔直径为500 mm，合理的钻孔间距为4 m。通过试验确定了造穴装置刀臂的关键技术参数，水压6 MPa左右，造穴刀臂能够完全打开。
4）通过钻孔窥视效果考察发现爆破的破碎区的裂隙明显增大，为造穴的顺利进行提供了有利条件，联合增透措施和常规的水力冲孔措施对比，冲孔速度提高1.21倍；冲孔效率提高1.23倍，钻孔冲煤量提高1.09倍；抽采浓度初始、60 d、120 d分别增加20%、14%、16%。
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图 3 沿空留巷模型(未回采至联络巷)
Figure 3. Gob-side entry retaining model (not mined to contact lane)
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图 4 沿空留巷底板受力模型(未回采至联络巷)
Figure 4. Mechanical model along floor of gob-side entry retaining (not mined to contact lane)
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图 5 沿空留巷底板等效载荷分布力学模型(未回采至联络巷)
Figure 5. Equivalent loading model along floor of gob-side entry retaining (not mined to crosscut)
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图 6 沿空留巷模型(回采至联络巷)
Figure 6. Model along gob-side entry retaining (mined to contact lane)
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图 7 沿空留巷底板受力模型(回采至联络巷)
Figure 7. Mechanical model along floor of gob-side entry retaining (mined to contact lane)
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图 8 沿空留巷底板等效载荷分布力学模型(回采至联络巷)
Figure 8. Equivalent loading model along floor of gob-side entry retaining (mined to contact lane)
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图 11 超前底鼓与工作面时空关系
Figure 11. Space-time relationship between floor heave and location of working face
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图 12 超前应力与工作面时空关系
Figure 12. Space-time relationship between front pressure and location of working face
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图 13 围岩塑性区与工作面时空关系
Figure 13. Space-time relationship between plastic zone and location of working face
表 1 各岩层模拟参数
Table 1 Simulation parameters for each rock layer
岩性 密度/(kg·m−3) 厚度/m 摩尔–库伦参数 体积模量
K/GPa剪切模量
G/GPa黏聚力
C/MPa内摩擦角
φ/（°）抗拉强度
σt/MPa泥岩 2483 18.51 9.97 7.35 1.20 32.0 0.58 粉砂岩 2700 4.60 11.40 9.50 4.80 40.0 2.10 细粒砂岩 2550 4.70 12.60 10.70 4.50 40.0 2.50 中粒砂岩 2720 10.70 8.90 6.20 2.60 32.0 0.90 粉砂岩 2700 3.40 10.50 8.70 4.80 41.0 2.30 泥岩 2483 7.51 9.97 7.35 1.20 32.0 0.58 12煤 1400 2.41 5.30 3.20 5.60 28.0 3.70 砂质泥岩 2530 6.10 5.12 4.73 2.45 40.0 2.01 粉砂岩 2700 4.60 11.40 9.50 4.80 41.0 2.10 细粒砂岩 2550 7.53 12.60 10.70 4.50 40.0 2.50 充填体 2360 2.41 16.60 12.00 3.18 54.9 1.27 
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表 2 采空区模拟参数
Table 2 Simulation parameters for the gob
区域 密度/(kg·m−3) 双屈服参数 体积模量
K/GPa最大体积模量
K/GPa剪切模量
G/GPa剪胀角/
（°）内摩擦角
φ/（°）采空区 1700 60×109 70 60 20 12
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